Der Stahlbau : Beilage zur Zeitschrift die Bautechnik, Jg. 7, Heft 17

DER STAHLBAU

129

S c h r i f t l e l t u n g :

©r.=2>ng. A. H e r t w l g , Geh. Regierungsrat, Professor an der Technischen Hochschule Berlin, Berlin-Charlottenburg 2, Technische Hochschule Fernsprecher: C I Steinplatz0011

Professor W. R e i n , Breslau, Technische Hochschule. — Fernsprecher: Breslau 421 61

B e i l a g e T ^ T H ? "D A T T I ^ T T / ^ T T NT T

z u r Z e i t s c h r i f t j / 1 r . H M I J X r > V > I I 1 \ I I X

7. Jahrgang B ER L IN , 17. August 1934 Heft 17

Windbelastungsversuche am Modell eines Werkstattgebäudes.

Mitgeteilt von ®r.=$Sng. K. K löppel, Berlin.

Modellversuche in Windkanülen und Windtunnels haben zu der Erkenntnis geführt, daß die N ew tonsche Widerstandstheorie als Grund­

lage unserer Windbelastungsvorschriften für Bauwerke unhaltbar ist. Sie lieferten andererseits die Erklärungen für manche eigenartigen W ind­

schäden, die mit den bisherigen Auffassungen von der Wirkungs­

weise des Windes, wie sie unseren bestehenden Winddruckvorschriften zugrunde liegen, im Widerspruch stehen. In Anlehnung an diese Er­

gebnisse der neueren Strömungs­

forschung, die vor allem zur rech­

nungsmäßigen Berücksichtigung der bisher vernachlässigten S a u g W ir ­ k u n g des Windes zwingen, haben Rußland und Holland bereits neue Vorschriften herausgebracht. In Deutschland sind sie in Vorberei­

tung (DIN 1055, Bl. 5). Es kann daher erwartet werden, daß die von den amerikanischen Forschern H. L. D r y d e n und G. C. H i l l 1) in einem Windtunnel durchgeführten Modellversuche interessieren, zu­

mal die Ergebnisse und deren aus­

führliche Darstellungsart besonders gut geeignet sind, die tatsächlichen Windbelastungsverhältnisse an Bau­

werken zu veranschaulichen.

V e r s u c h s a n o r d n u n g . Wie aus Bild 1 hervorgeht, stellt der benutzte Versuchskörper die Nachbildung eines Werkstatt­

gebäudes dar. Er wurde ohne und mit Dachlaterne untersucht.

Alle Dächer sind unter 20 ° gegen die Waagerechte geneigt.

Das Laternendach kragt um 2,54 mm aus, während das große Dach keinen Überstand aufweist.

Die Abmessungen des Modells sind aus Bild 2 u. 3 entnehmbar.

Es ist hohl und besteht aus 6,35 mm dicken Aluminium- platten, die miteinander ver­

schraubt sind. Die Breite der Plattform, die den Versuchskörper trägt und gewissermaßen das an­

grenzende Gelände darstellt, ist

*) H. L. D r y d e n und G. C.

H i l l , Wind pressure on a model of a m ill buildlng. Research- Paper Nr. 301; National Bureau of Standards. — Für die freund­

liche Überlassung der Abbildungs­

unterlagen sei den Herren Dryden und Hill auch an dieser Stelle ver­

bindlichst gedankt.

gleich dem Durchmesser des Tunnels2) (Bild 4), ihre Länge beträgt 4,57 m.

Die stromaufwärts3) liegende Kante der Plattform mußte abgeschrägt werden, um bemerkenswerte Störungen der Luftströmung auszuschalten.

Bild 1. Ansicht des Modells.

Zur Einstellung der verschiedenen Anblaswinkel war auf der Plattform eine Skala angebracht.

Um die Verteilung der Wind- belastung auf die einzelnen Flächen

Bild 4. Anordnung des Modells im Windkanal.

des Modells einigermaßen zu­

treffend zu erfassen, mußte eine beträchtliche Anzahl Meßstellen in geeigneter Lage (Bild 1 bis 3) an­

geordnet werden. Ihre Durchbildung

außen

Bild 2. Abmessungen des Gebäudes und Meßstellenanordnung.

Bild 3. Abmessungen der Dach­

laterne und Meßstellenanordnung.

,Wand­

flä che

Bild 5. Ausbildung der Meßstellen.

zeigt Bild 5. Das Manometer war durch einen Gummischlauch und ein etwa 1 mm weites Loch im Gewindehohlzapfen mit dem zu messenden .Außendruck“ ver­

bunden.

Von den sechs zur Längs­

oder Querachse des Modells 2) Der W indtunnel selbst ist in Scientific Paper Nr. 525 des National Bureau of Standards näher beschrieben. Auch die Methode der Windgeschwindig­

keitsmessung und die Druck- meßeinrlchtung sind hier ein­

gehend erläutert.

3) Die Bezeichnungen strom­

aufwärts und stromabwärts be­

ziehen sich auf die jeweils senk­

recht zum Windstrom Hegende Symmetrieebene des Gebäudes.

130 K lö p p e l, Windbelastungsversuche am Modell eines Werkstattgebäudes DER STAHLBAU

Beilage zur Zeitschrift „Die Bautechnik*

symmetrisch gelegenen Flächenpaaren besitzt jeweils nur eine Fläche Meßstellen. Jeder Versuch mußte daher zweimal durchgeführt werden, zu­

nächst mit stromaufwärts- und rechtsliegenden Meßstellen und nach Drehung des Modells um 180° mit stromabwärts- und linksliegenden Meßstellen.

Von den Meßstellen wurden jeweils 12 mit den 12 Röhren eines Mehrfach-Manometers verbunden, dessen Reservoir an eine Meßstelle in einer feststehenden Platte angeschlossen war, die sich in einer Entfernung von 3,8 m oberhalb des Modells befand. Bei stetiger Windgeschwindigkeit zeigte das Mehrfach-Manometer den Unterschied zwischen dem Bezugsdruck an der Platte und den Modellmeßstellen an. Zur Ermittlung der tat­

sächlichen Modellbelastungen machte sich noch eine Umwandlung not­

wendig. Der von dem Luftstrom auf das Modell ausgeübte Gesamtdruck p g setzt sich aus dem statischen Druck p s (Ruhedruck der Atmosphäre) und dem dynamischen Druck p d, dem eigentlichen Winddruck, zusammen. Be­

trägt nun der an der Modellmeßstelle auftretende Gesamtdruckp g — p s + p d, der Bezugsdruck p gi = p s + p di, so ergibt sich die vom Meßinstrument angezeigte.Druckdifferenz zu _{p = p g}— p g i — p d— p d i■Um den Druck_{p d} zu erhalten, muß zu p d — p d. die Druckdifferenz zwischen Bezugsdruck p und statischem Druck p s addiert werden. Außerdem ist der Unterschied zwischen der Windgeschwindigkeit am Modell und derjenigen am Stand­

ort des den Bezugsdruck messenden Staurohres durch eine Korrektion zu berücksichtigen.

Nachdem die abgelesenen Höhen der Flüssigkeitssäulen in absolute Drücke (kg/m2) umgerechnet und die beiden genannten Korrektionen an­

gebracht waren, wurden die erhaltenen Werte im Verhältnis zum Stau- druck q, also In p d '.q - = t ausgedrückt. Der Staudruck4) ist q — in kg/m2 und p = — die spezifische Masse (Dichte) der Luft in kg sek2/m 4, v die Windgeschwindigkeit in m/sek. Nach F la c h s b a r t wird ? als W in d ­ d r u c k z a h l bezeichnet gemäß der Definitionsgleichung

(kg/m2);

» k r itis c h e H ö h e “ eigentümlich, die dadurch gekennzeichnet ist, daß die vordere Wirbelfläche (Bild 6) gerade tangential entlang der Dachfläche läuft und „deswegen den Übergang zwischen zwei wesensverschiedenen Druckkurven bildet“. Nahe der kritischen Höhe ändert sich unter sonst gleichen Umständen0) der Belastungsverlauf für die luvseitige Fläche von Satteldächern bestimmter Neigung (im Versuch etwa 20°) mit der Reynoldsschen Zahl und zwar um so mehr, je größer diese ist. Sie be­

wegte sich bei denVersuchen Nokkentveds zwischen 1,75 X I 0 4 und 40 X 104, während sie für Bauwerke bei v = 30 m/sek etwa über 850 X 104 Hegt. Entgegengesetzt wirkt sich die Rauhigkeit der Geländc- oberfläche aus, deren rechnungsmäßige Erfassung heute noch nicht möglich ist. Über die vereinte Wirkung beider Einflüsse läßt sich daher aus diesem theoretisch bedeutsamen Ergebnis für die Praxis noch keine Regel ableiten. Offenbar hatten die Modelle Eiffels, der Göttinger Versuchsanstalt und der in Rede stehenden Versuche nicht ihre kritischen Höhen, auch nicht beinahe, da sich sonst die Unabhängigkeit der Wind- druckverteilung und der Widerstandsziffer nicht so klar erwiesen hätte.

Mrbelfläche

000°°0° 0000000000000°0°00000

Pi =, 2

p f ist hierin der Über- oder Unterdrück an der Stelle i der Körper­

oberfläche.

V e rs u c h e u n d ih r e E r g e b n is s e . Folgende Versuche wurden durchgeführt:

I. Modell ohne Dachlaterne.

a) Modell in 0°-Stellung (Windrichtung senkrecht zur Gebäude- Längsachse);

b) Modell in 45°-StelIung (Windrichtung unter 45° zur Gebäude- Längsachse);

c) Modell ln 90°-Stellung (Windrichtung parallel zur Gebäude- Längsachse);

II. Modell mit Dachlaterne.

Wie I. in a), b) und c) unterteilt.

Die Untersuchungen erstreckten sich auf drei Geschwindigkeitsstufen des Windstromes (14,3, 18,3 und 24,4 m/sek).

Bei den Versuchen der Gruppe II konnte man sich auf die Beob­

achtung der Meßstellen in der Dachlaterne und ln den Dachflächen C und D beschränken, da eine Beeinflussung der Druckverteilung an den Flächen A, D , E und F durch die Dachlaterne nicht anzunehmen war.

Die Drücke für die drei mitgeteilten Windgeschwindigkeiten wurden zu einem Mittelwert zusammengefaßt. Dabei zeigte sich, daß die bei den verschiedenen Windgeschwindigkeiten erhaltenen Ergebnisse sehr wenig voneinander abweichen, was darauf schließen läßt, daß eine Ab­

hängigkeit der Windbelastung von der R e y n o ld s s c h e n Z a h l 6), also von dem Verhältnis der Bewegungsenergie zur Reibung, bei diesem Modell nicht vorhanden ist. Zu derselben Feststellung haben für Baukörper mit quer überströmten, scharfen Kanten — nicht für solche mit gewölbten Außen­

flächen, wie Zylinder- oder kugelförmige Behälter — die Elffelschen6) und Göttinger Versuche7) geführt. Dieses einfachste „Modellgeselz“ ist in jüngster Zeit durch Versuche N o k k e n t v e d s in seiner Allgemein­

gültigkeit etwas erschüttert worden8). Danach ist jeder Gebäudeform eine 4) DerStaudruck entspricht der vollständigen Umsetzung derBewegungs- energie einer Luftmasse in statischen Druck.

6) Sie ist eine dimensionslose Kennzahl R = — e ; hierin ist l in m eine charakteristische Länge des Gebäudes und ft = 1,8 X IO “ 0 in kg sek/m2 die Zähigkeit der Luft bei 760 mm Hg und 15° C.

6) E if f e l, Nouvelles Recherches sur la résistance de l’Air et l’Aviation, 2. Edition, S. 287. Paris 1919.

^ P r a n d t l, Abriß der Strömungslehre, S. 134. — F la c h s b a r t , Winddruck auf geschlossene und offene Gebäude. Ergebnisse der Aero­

dynamischen Versuchsanstalt Göttingen, 4. Lieferung, S. 128. München und Berlin. — Weitere Veröffentlichungen des gleichen Verfassers:

1. Band der .Abhandlungen“ der Internationalen Vereinigung für Brücken­

bau und Hochbau; Stahlbau 1934, Heft 9 u. 10. — K a u f m a n n , Hydro­

mechanik, II. Band, S. 269. Springer 1934.

8) N o k k e n t v e d s , 2. Band der .Abhandlungen“ der Internationalen Vereinigung für Brückenbau und Hochbau, S. 257.

Die Meßergebnisse sind in Form von Isobaren in den Bildern 7 bis 15 dargestellt. Das Intervall beträgt Vio des Staudruckes. Positive Werte bedeuten Überdruck [pg > p ^ , negative Unterdrück (pg c p sy Bei der Ermittlung der Durchschnittswerte von £ für die einzelnen Flächen, also desjenigen Wertes, der den Bauingenieur bei der Berechnung der einzelnen Tragwerke künftig ln erster Linie interessieren wird, ging man folgendermaßen vor: die Flächen zwischen je zwei aufeinanderfolgenden Isobaren wurden mit dem arithmetischen Mittel aus den diesen beiden Isobaren zugeordneten Drücken multipliziert. Wird die Summe dieser Einzelwerte durch den Gesamtinhalt der jeweiligen Fläche dividiert, so erhält man für die verschiedenen Versuche die ln Tafel 1 zusammen­

gestellten Mittelwerte der Ergebnisse.

Tafel 1. M ittelw erte der W in d d ru c k zah l C.

PI il pli P ohne Dachlaterne mit Dachlaterne I laLIlC

0 ° 45° 90° 0° 45° 90°

A + 0,498 + 0,255 — 0,354 + 0,498 + 0,255 — 0,354 B — 0,381 — 0,441 — 0,381 — 0,238 — 0,245 — 0,340 C — 0,563 — 0,774 — 0,381 — 0,584 — 0,691 — 0,340 D — 0,518 — 0,517 — 0,354 — 0,518 — 0,517 — 0,354 E — 0,620 — 0,449 — 0,205 — 0,620 — 0,449 — 0,205 F — 0,620 + 0,372 + 0,615 — 0,620 + 0,372 + 0,615

a + 0,441 + 0,180 — 0,197

b — 1,026 — 1,320 — 0,251

c — 0,560 — 1,370 — 0,251

d — 0,488 — 0,938 — 0,197

e — 0,913 — 0,762 — 0,250

f — 0,913 — 0,160 — 0,850

Damit wäre die V e r­

t e i l u n g der Windkräfte für die praktische Be­

rechnung der Tragteile, z. B. der einzelnen Hal­

lenrahmenbinder) aus­

reichend genau festge­

legt. Wenn dann iiberdie anzunehmende W indge­

schwindigkeit entschie­

den ist, kann die Be­

rechnung ohne weiteres durchgeführt werden. In manchen Fällen können vielleicht auch die weiteren auf die x-, y- und z - Projektionsflächen (Bild 16) eines Baukörpers bezogenen Durchschnittsbelastungen Interessieren.

Zu diesem Zweck sind in Tafel 2 die Werte £ für 0°-Stellung mit Dach­

laterne nach Multiplikation mit ihren zugehörigen Flächen nach den drei Achsrlchtungen zerlegt und die gleichgerichteten Komponenten zu den

9) Die Breite des Modells war 4 mal so groß wie die Höhe der Seitenflächen.

Bild 16. Bezugs­

achsen in fester Lage zum Modell.

Jahrgang 7 Heft 17

17. August 1934 K lö p p e l, Windbelastungsversuche am Modell eines Werkstattgebäudes 1 3 1

\ \ *• \ '• * \ VUfUi 111

Bild 7. Bei 0 “ -Stellung, ohne Dachlaterne. Bild 8. Bei 45 “ -Stellung, ohne Dachlaterne.

Bild 9. Bei 90 °-Stellung, ohne Dachlaterne. Bild 10. Bei 0 “ -Stellung, mit Dachlaterne.

Bild 11. Bei 45 “ -Stellung, mit Dachlaterne.

Bild 13. Auf den Dachlaternenflächen bei 0°-Stellung.

d I i . A ' * ! -»3f-.4i-.Si-.6l

- .z j - .3j

-z] -■*)

-4-4*I

V -l\ -31 -.4l-.5l-.6i

Bild 15. Auf den Dachlaternenflächen bei 90 “ -Stellung.

Bild 12. Bei 9 0 “ -Stellung, mit Dachlaterne.

~ — ’ ...I AM

ff ^w

% u b

Bild 14. Auf den Dachlaternenflächen bei 45 “ -Stellung.

Größen addiert. Die Division dieser Werte durch

q Q 4

die Projektionsflächen (Fx , Fy und ergibt die gesuchten Durchschnitts­

belastungen, die ,nach Flachsbart als W in d k r a f t z a h l c bezeichnet werden. Demgemäß besteht für c die Definitionsgleichung

p x (kg); cx

2 * * ' “«*» q • Fx

Für die 0 “ -Stellung des Modells mit Dachlaterne ist die Berechnung der c-Werte vollständig durchgeführt, während für die übrigen Fälle nur dje Endergebnisse in Tafel 3 zusammengestellt sind.

W ln d d r u c k - v e r t e llu n g . d

132 K lö p p e l, Windbelastungsversuche am Modell eines Werkstattgebäudes DER STAHLBAU

Beilage zur Zeitschrift «Die Bautechnik*

Tafel 2. Berechnung der Resultierenden

W .. W ..

für die 0°-Stellung des M odells m it D achlaterne.

Mittelwerte Pd x - K o m p o n e n t e 2) _ y - K o m p o n e n te 2) z-K o m p o n e n t e 2) F l ä c h e

c = Pd-

<7

n — • F

<7 Pd P 3.

■ F • COS a 3)

?

Pd- .F

<1

Pd _ ,

■ r • sin oc

<1

A + 0,498 1,000 + 0,498 + 0,498

B — 0,238 1,805 — 0,430 — 0,146 + 0,404

C — 0,584 1,805 — 1,052 + 0,361 + 0,334

D — 0,518 1,000 — 0,518 -1- 0,518

E — 0,620 0,681 — 0,422 + 0,422

F — 0,620 0,681 — 0,422 — 0,422

a + 0,441 0,161 + 0,071 + 0,071

b — 1,026 0,346 — 0,355 — 0,121 + 0,334

c — 0,560 0,346 — 0,194 + 0,066 + 0,182

d — 0,488 0,161 — 0,079 + 0,079

e — 0,913 0,033 — 0,031 + 0,031

f — 0,913 0,033 — 0,031

Wx— — + 1 336

— 0,031

- y ■w v — ± 0 Wz

■ — + 1 910

■) Fläche A ist als Bezugsfläche gleich 1 gesetzt.

2) Die Vorzeichen der x-, y- und z-Komponenten beziehen sich auf den Richtungsinn der Achsen, sie sind also nicht identisch mit den Vorzeichen für die Mittelwerte ?, die nur nach Ü ber- und U nterdrück für die jeweiligen Flächen unterteilen.

<7 <7 <7

W YjL - ' ’336 - + 0 705<) 7 ^ 7 - 1,896 “ + 0,705 ]

f i n d k r a f t z a h l c

Fy -q 0,714 U|

1 191

z __ i . u » _r\479 Fz • q 4,042

3) et — Neigungswinkel der Flächen gegen die Waagerechte. — 4) Der Index von F gibt die Projektionsrichtung an.

w x W IV.

Tafel 3. Z usam m enstellung von —, — —, ' für die drei

q q q

untersuchten Stellungen des M odells m it und ohne D achlaterne.

W Q

ohne Dachlaterne

0 ° 45° 90°

mit Dachlaterne

0 ° i 45° 90°

\V_X

~ Y i + 1,258 + 0,42 ± 0 + 1,336 + 0,465 ± 0

.

<7 ± 0 + 0,586 + 3,318 ± 0 + 0,579 + 3,050

w z

+ 0,895 + 0,434 + 1,540 + 1,190 + 0,434 + 1,318

<1

Durch die Umrechnung der Windkräfte in gleichmäßig über die Projektionsfläche verteilte Belastungen werden die Angriffspunkte der Kräfte \V in die Schwerpunkte der Projektionsflächen verschoben. Diese Vereinfachung kann mitunter von der Wirklichkeit so stark abweichen, daß bei der Bemessung mancher Bauglieder, für die die Windbelastung ausschlaggebend ist (z. B. Zugfundamente) eine Berücksichtigung des ge­

naueren Angriffspunktes der Kräfte W unerläßlich ist. Für stählerne Hallen mit der üblichen Aufteilung des Tragsystems in Querschnittsebenen empfiehlt sich die unmittelbare Benutzung derJ-W erte, wodurch ohnehin die genaueren Angriffsverhältnisse der Windkräfte erfaßt werden.

E r lä u t e r u n g d e r V e r s u c h s e r g e b n is s e , a) Ohne Dachlaterne.

Nach Bild 7 treten bei 0 ° - S t e lIu n g des Modells die größten Unter­

drücke (pd — — 1,1 q) an den stromaufwärts liegenden Kanten der Flächen B, E und F und in den Giebelflächen E und F selbst auf. In Stromrichtung nimmt der Unterdrück in diesen Flächen ab, für Fläche B jedoch wieder zu. Das Druckgefälle an den Flächen C und D ist nur gering. Die höchsten Überdrücke (p d = + 0,8 q) weist Fläche A auf.

Bei der 4 5 ° - S te llu n g des Modells (Bild 8) ohne Dachlaterne treten die größten Überdrücke (pd = + 0,8 q) in A und F auf, und zwar in der Nähe der stromaufwärts gerichteten Kanten. Nach den entgegengesetzt liegenden Kanten dieser Flächen zu fällt derDruck ab bis unter den statischen Druck. Auf den Flächen D und E herrscht überall nahezu gleich großer Unterdrück. Aus dem stark veränderlichen Verlauf der Isobaren in B und C, die nur Unterdrück aufweisen, geht hervor, daß zur genauen Ermittlung der Druckverteilung eine recht beträchtliche Anzahl Meßstellen notwendig ist. Die größten Unterdrücke erfahren die stromaufwärts liegenden Kanten von B und die Nähe des Dachfirstes in C. Die absolut größte Kraft wurde als Unterdrück ln C (p d = — 1,5 <7) festgestellt. Während der Durch­

schnittswert p d — — 0,77 p beträgt, wächst er für einen beträchtlichen Teil dieser Fläche auf p d — — 1,3 q an.

In der 9 0 ° -Stellung (Bild 9) tritt die absolut größte Kraft als Über­

druck in F auf. Der Durchschnittswert beträgt hier p d = + 0,62 q. Die größten Unterdrücke wurden auf den Flächen A, B, C und D in der Nähe der stromaufwärts gerichteten Kanten gemessen. Auch hier sind größere Flächenteile einer Belastung unterworfen, die doppelt so groß ist wie die Durchschnittsbelastung.

b) Mit Dachlaterne.

Ein Vergleich des Bildes 10 mit Bild 7 zeigt, daß durch die Dach­

laterne die Druckverteilung auf Fläche B stark verändert wird. Der größte Unterdrück wurde zu etwa p d — -— 0,9 q in der Nähe der Dachtraufe fest­

gestellt. Bereits in der Mitte der Fläche B besteht aber Überdruck (.Pd ~ + 0,2p), der auf p d — + 0,4 q in der Nähe der Dachlaterne anwächst.

Beachtlich ist der steile Isobarenhügel an den Einmündungsslellen der senkrechten Kanten der Dachlaterne in die große Dachfläche. Hier ändert sich der Druck schnell von p d = + 0,2 q auf p d = — 1,0 q. Der Durchschnittswert p d = — 0,38 q für B wird durch die Dachlaterne auf

— 0,24 q vermindert. Dagegen macht sich die Anordnung der Dach­

laterne für die Fläche C nur in geringem Maße bemerkbar. Die haupt­

sächlichste Veränderung tritt zwischen den Stirnflächen der Dachlaterne e und / und den anschließenden Giebelflüchen E und F auf.

Bei der 45°-Stellung (Bild 11) entsteht in Fläche/?, die ohne Dach­

laterne nur Unterdrück anzeigte (Bild 8), auf einem beträchtlichen Teil Überdruck. Während die Häufung der Ünterdruckllnien in der Nähe der stromaufwärts gerichteten Kanten nahezu unverändert geblieben ist, ver­

dient Beachtung, daß dicht daneben Überdrucklinien auftreten. Die Be­

lastung der Fläche C wird durch die Dachlaterne ebenfalls beeinflußt, aber die Drücke ändern nirgends ihr negatives Vorzeichen.

Bei der 9 0 °- S te llu n g (vgl. Bild 12 u. 9) ist kaum eine Auswirkung der Dachlaterne auf die Druckverteilung in B und C feststellbar.

c) Dachlaterne (Bild 13 bis 15).

Bei allen drei Modellstellungen ist ein stetiger Übergang des Druck­

verlaufs vom Gebäudedach zu den senkrechten Flächen feststellbar, ln der 0 ° - S t e llu n g (Bild 13) ist der Unterdrück für die im Windschatten liegenden Flächen auf deren Verlauf nahezu konstant. Die Stirnflächen e und /s in d ziemlich großen Unterdruckwirkungen ausgesetzt; der Durchschnittswert beträgt hier p d = — 0,91 q. Die absolut größte Belastung mit etwa p d = — 1,5q tritt jedoch an der stromaufwärts liegenden Kante der Fläche b auf, während der entsprechende Durchschnittswert p d = — 1,03 q ist.

Bei der 4 5 °- S te lIu n g wurde auf den Flächen b und c eine ziemlich verwickelte Druckverteilung gemessen. Sowohl in b als auch ln c treten verhältnismäßig große Kräfte auf mit den Durchschnittswertenp d = — 1,31 ¿7 und — 1,37q. Der größte Unterdrück, der bei diesen Messungen beob­

achtet wurde, erreichte in einem kleinen Bereich den Wert p d — — 3,3 <7 auf der Fläche c. Ziemlich große Flächenteile waren Drücken zwischen p d = — 1 q u n d — 2<7 unterworfen.

Bei der 90°-Stellung (Bild 15) ist bemerkenswert, daß auch die stromaufwärts liegende Fläche / im Gegensatz zu Fläche F Unterdrück ( p d — — 0,85 g) aufweist, da sie in dem von der Gebäudefläche F ver­

ursachten Sog liegt.

Jahigang 7 Heit 17

17. August 1934 K lö p p e l, Windbelastungsversuche am Modell eines Werkstattgebäudes 1 3 3

S c h lu ß f o lg e r u n g .

Die Übertragbarkeit der Versuchsergebnisse auf Großausführungen, die dem Modell geometrisch ähnlich sind, steht außer Zweifel, wenn auch z. B. Lüftungsklappen in den senkrechten Wänden der Dachlaterne und Abweichungen ähnlicher Art von der Modellausführung in Wirklichkeit etwas andere Windbelastungen zur Folge haben können. Diese Änderungen dürften jedoch örtlich eng begrenzt sein und in der Größenordnung der Abweichungen bleiben, die auch durch nicht vollkommene geometrische Ähnlichkeit zwischen Modell und Bauwerk bedingt sind. Wie weit man im letztgenannten Falle mit den zulässigen Unterschieden der Abmessungs­

verhältnisse gehen darf, ist wohl noch nicht näher untersucht worden.

Es dürfte aber zweckmäßig sein, vor der zu weitgehenden Auffassung zu warnen, daß die in neuzeitlichen Winddruckbestimmungen angegebenen eindeutigen Windbelastungen die tatsächlichen Verhältnisse immer haar­

genau treffen und zuverlässige Grenzwerte darstellen. Durch einen solchen Hinweis in den Bestimmungen könnte die unzureichende Bemessung z. B. solcher Fachwerkstäbe vermieden werden, für die sich auf Grund der Windbelastung nur sehr kleine Kräfte ergeben und bei denen die Möglich­

keit besteht, daß schon eine geringfügige Änderung der Windlastverteilung in ihnen an Stelle einer Zugkraft eine Druckkraft hervorruft. Für diese Fälle müßte überhaupt vorgeschrieben werden, daß eine angemessene Geringstkraft für die Bemessung als Druckstab nicht unterschritten werden darf. Mancher Windschaden wäre bet Einhaltung einer solchen, gewissen­

haften Statikern selbstverständlichen Regel verhütet worden. Hierfür spricht auch, daß, selbst wenn die angegebene Verteilung der Windbelastung stets richtigwäre, nochimmer dieFragenach der einzusetzenden Windgeschwindig­

keit als aerologisches Problem zunächst offen bleibt10). Dadurch könnenUnter- schiede zwischen Rechnungsannahme und Wirklichkeit entstehen, die weit über den Rahmen der vorerwähnten Vernachlässigungen hinausgehen.

In neuzeitlichen Windbelastungsvorschriften wird die Windbelastung für G e b ä u d e q u e r s c h n itte angegeben, die meist identisch sind mit den Tragwerksebenen, und zwar gelten sie für alle gleichen Querschnitte eines Bauwerkes, unabhängig von deren Lage längs der Gebäudeachse. Auf die ungleichmäßige Verteilung der Windbelastung über eine Fläche wird also keine Rücksicht genommen. Mithin werden die Durchschnittswerte f benutzt. Für die. Tragwerke selbst ist dies wohl ohne weiteres zulässig, wenn die Giebelbinder, für die bei 45° Anblaswinkel ein höherer J-Wert berechtigt ist, besonders berücksichtigt werden. Ob auch für die Wand- und insbesondere für die Dachflächen, wo oft örtlich eng begrenzte Unter­

drücke auftreten, die weit über den Durchschnittswerten liegen, diese Rechnungsart zuverlässig ist, dürfte, wie der Einfluß der Dachlateme gezeigt hat, ln manchen Fällen der Überlegung wert sein.

10) Die Bestimmung des zeitlichen Verlaufs und der räumlichen Aus­

dehnung von B ö e n ist erst in der Entwicklung begriffen. Mittels »träg­

heitsloser Windgeschwindigkeitsmesser“ hofft man, zuverlässige Unter­

lagen hierfür in den nächsten Jahren zu gewinnen. Der Einfluß der Böencharakteristik auf die Winddruckzahl £ und die Beanspruchung eines Bauwerkes in Abhängigkeit von dessen Eigenschwingungsdauer und Materialeigenschaften ist auf Grund gewisser Annahmen über den Verlauf der Böen von R a u s c h untersucht worden (Z .d .V d l 1933, S. 433).

Wesentlich ist jedoch, daß der eigentliche Fortschritt neuzeitlicher Winddruckbestimmungen darin zu erblicken ist, daß für das Dach und die Umfassungswände die Berücksichtigung einer Saugwirkung des Windes vorgeschrieben w ird11). Bei Befolgung dieser Bestimmung und des vor­

erwähnten Vorschriftenvorschlages, daß für besonders gefährdete Stäbe eine geringste Druckkraft stets berücksichtigt werden sollte, würden wohl sämt­

liche bisher an deutschen Ingenieurbauwerken beobachteten Windschäden vermieden worden sein12). Danach brauchten neue Winddruckvorschriften in ihrer Form gar nicht so sehr von den bisherigen Bestimmungen ab­

zuweichen, wie es oftmals den Anschein hatte; zumal zu einer Änderung der Größe der gesamten horizontalen Windkräfte [\VX und Wy}, die ein Bauwerk aufzunehmen hat, die neuen Versuche und auch die Erfahrungen wohl keine Veranlassung geben. Es käme also in erster Linie darauf an, zusätzlich die Widerstandsfähigkeit der Dachflächen gegen Saugwirkung mit dem Durchschnittswert von etwa S = — 0,6 zu untersuchen.

Bei der Neufassung der Winddruckvorschriften wird auch die Frage des im Gebäudeinneren herrschenden Ruhedruckes eine Rolle spielen. Die Angaben hierfür schwanken in weiteren Grenzen, was begreiflich Ist, wenn man sich vergegenwärtigt, daß sich Gebäude nach den baulichen Möglich­

keiten, die eine Beeinflussung des inneren Druckes (Anordnung von Fenstern und Türöffnungen) hervorrufen können, ziemlich stark voneinander unterscheiden. Da andererseits dieser Wert die äußeren Windkräfte stark beeinträchtigt, empfiehlt sich vielleicht ein genaueres Studium dieser Frage. Nach F la c h s b a r t kommt hierfür ein größerer Betrag als £ = — 0,2 kaum in Betracht. Die neuen holländischen Winddruckvorschriften setzen den Innendruck gleich dem Ruhedruck p s . Die Verhältnisse können sich natürlich stark ändern, wenn es sich um sehr große Öffnungen handelt, die etwa den größten Teil einer Wandfläche einnehmen. Der Übergang zu dauernd einseitig offenen Bauwerken müßte dabei möglichst 'gewahrt werden.

Weiterhin kommen neue Winddruckvorschriften auch nicht um die Entscheidung der Frage herum, ob W ind- u n d S c h n e e la s t g e m e in s a m zu b e r ü c k s ic h t ig e n s in d . Die holländischen Vorschriften verneinen diese Frage unter Hinweis darauf, daß nach Mitteilung von D e B llt die größten Böen (jedenfalls für mitteleuropäische Verhältnisse) nur bei Tempe­

raturen auftreten, bei denen es weder Schnee noch Eis gibt. Abgesehen davon darf wohl gesagt werden, daß eine gemeinsame Wirkung von Wind und Schnee nur dann in Betracht kommt, wenn sich auf dem Dach des betreffenden Bauwerkes Schneesäcke bilden können, in allen anderen Fällen nicht. Es ist selbstverständlich, daß man die neuen deutschen Winddruckvorschriften nach dem Grundsatz aufstellen wird, daß die einfachste Bestimmung die beste ist. Insofern dürfte auch der Grund­

gedanke einer Anpassung an die bisherigen Vorschriften manches für sich haben.

u ) Bei offenen Bauwerken (Bahnsteigüberdachungen usw.) war auch nach den bisherigen Vorschriften schon mit einem »von innen nach außen wirkenden Druck“ von 60 kg/m2 zu rechnen.

,2) M e n s c h : »Beitrag zur Frage der Gebäudeunfälle durch W ind­

saugwirkung“ , Bautechn. 1932, S. 601.

Die Musterentwürfe der Deutschen Reichsbahn für vollwandige, genietete Überbauten1)

Alle Rechte Vorbehalten.

von 10 bis 25 m Stützweite.

Für die Voraussetzungen und Ziele der Normung liegen die Verhält­

nisse im Brückenbau, insbesondere im Eisenbahnbrückenbau, günstiger als im Hochbau, hauptsächlich infolge einheitlicher Nutzbreite, Festlegung der Lastenzüge usw. nach den Vorschriften und infolge der geringen Zahl von Fahrbahnausbildungen. Die Nutzbreite ist durch die genormte Um­

grenzung des lichten Raumes bedingt; erwähnt sei hier, daß zwischen dieser und der Konstruktion, mit Rücksicht auf Ungenauigkeiten, bei der Aufstellung noch ein Spielraum von 30 mm vorgeschrieben ist (vgl. Bild 2 u. 3). Bei der Fahrbahnausbildung liegen hölzerne Querschwellen ent­

weder unmittelbar auf den Haupt- oder Längsträgern, oder sie ruhen in einem Schotterbett, das von Buckel- oder Tonnenblechen getragen wird.

Die zuerst genannte Ausführung ist die häufigere. Die schwerere und daher teurere Anordnung von Buckelblechen wird vor allem innerhalb von Städten gewählt, weil sie dicht ist und lärmmindernd wirkt. Bei genügender Bauhöhe sollte allerdings das stoßdämpfende Schotterbett gerade bei kleinen Brücken durchgeführt werden, sofern die höheren Kosten tragbar erscheinen. Zu unterscheiden ist ferner zwischen oben­

liegender Fahrbahn bei unbeschränkter und untenliegender bei be­

schränkter Bauhöhe. Die erstgenannte Ausführung ergibt bei kleineren Stützweiten eine besonders leichte und billige Konstruktion: Man spart das Fahrbahngerippe aus Längs- und Querträgern, da die Querschwellen unmittelbar auf den durch Verbände zusammengehaltenen, Im Regelabstand von 2 m angeordneten vollwandigen Hauptträgern ruhen. Im anderen Fall wächst der Hauptträgerabstand mit der Trägerhöhe und diese mit der Stützweite, da die Obergurte nicht in das Lichtraumprofil hineinragen dürfen (vgl. Tafel 2 und Bild 2 u. 3). Bei etwas größeren Stützweiten sind daher für die Querträger bereits Blechträger erforderlich.

Die Mehrzahl der kleinen und mittleren Reichsbahnbrücken ist, auch in zwei- oder mehrgleisigen Strecken, eingleisig, und zwar, aus den eben erwähnten Gründen, insbesondere bei obenliegender Fahrbahn. Aber auch bei versenkter Fahrbahn findet man häufig nebeneinanderliegende ein­

gleisige Überbauten. Mit dieser Anordnung ist zwar der betriebstechnische Nachteil verbunden, daß die Gleise weiter auseinandergerückt werden müssen als auf freier Strecke; dementsprechend werden auch die Pfeiler und Widerlager länger. F ü r die Wahl eingleisiger Brücken spricht aber die Tatsache, daß solche Überbauten auch bei versenkter Fahrbahn u. U.

noch in der Werkstatt vollständig zusammengebaut und im ganzen ver­

sendet, eingebaut und leicht ausgewechselt werden können. Selbstverständ­

lich ist bei eingleisigen Brücken auch die Bauhöhe geringer.

Musterentwürfe für Blechträgerbrücken von 10 bis 20 m Stützweite (abgestuft um je 1 m) mit beschränkter, unbeschränkter und sehr be­

schränkter Bauhöhe sind bereits in den Jahren 1911 bis 1913 von den damaligen preußisch-hessischen Staatsbahnen herausgegeben worden2).

Bei der zuletzt genannten Gruppe wurde durch enge Querträgerteilung, Verwendung von Breitflanschträgern und I-Trägern mit Gurtplatten u. dgl. m.

eine besonders weitgehende, allerdings mit ziemlichen Mehrkosten ver­

knüpfte Begrenzung der Bauhöhe angestrebt (i. M. rd. 0,7 m )3). Die Zeich-

J) Der Eingang dieses Beitrages liegt längere Zeit zurück, was ins­

besondere mit Rücksicht auf die inzwischen erfolgte Herausgabe der neuen BE-Vorschriften zu beachten ist. D ie S c h r if t le it u n g .

2) Der Eisenbau 1916, S. 9 bis 13.

3) s. a. Gottfeldt, Verringerung der Bauhöhe von Elsenbahnbrücken durch Verwendung von P-Trägern. Der P-Träger 1933, S. 29.

134 DER STAHLBAU

Die Musterentwürfe der Deutschen Reichsbahn für vollwandige, genietete überbauten usw. Beilage n » Zeitschrift »Die Baatechnik-

nungen waren werkstattmäßig ausgearbeitet und im Maßstab 1 :20 in einem Atlas zusammengestellt. Die Berechnungen waren hierin nicht enthalten.

Wegen der Einführung neuer schwererer Lastenzüge, der grundlegenden Änderungen der Berechnungsvorschriften und wegen mancher W andlung in den Ansichten über die zweckmäßige Ausbildung baulicher Einzelheiten sind diese Entwürfe heute nicht mehr verwendbar. Die Deutsche Reichs­

bahn entschloß sich daher alsbald nach dem Erscheinen der neuen Be- lastungs- und Berechnungsvorschriften, die Ausarbeitung neuer Muster­

entwürfe aufzunehmen. Dabei beschränkte man sich jedoch nicht auf eine schematische Änderung der vorhandenen Unterlagen, sondern wich auch in manchen grundlegenden Fragen von der früheren Art der Dar­

stellung und der Veröffentlichung ab. So wurde im Hinblick auf das ln den letzten Jahren zu beobachtende Vordringen der vollwandigen Systeme die obere Grenze der Stützweite von 20 m auf 25 m heraufgesetzt.

Dafür wurden die Entwürfe für sehr beschränkte Bauhöhe als unerwünscht ausgeschieden. Die Zeichnungen wurden nicht werkstattfertig ausgearbeitet, sondern nur mit den wichtigsten Maßen versehen, um den konstruktiven Fortschritt nicht durch starre Festlegung aller Einzelheiten zu hemmen und um den Besonderheiten des einzelnen Falles nicht vorzugreifen.

Zu jedem Entwurf gehören i. a. zwei Blatt Zeichnungen (M. 1 :10) und ein Heft mit den Festigkeits-, Gewichts- und Anstrichflächenberech­

nungen. Die Lager sind für sämtliche Stützweiten auf einem besonderen Blatt zusammengestellt. Die Unterlagen werden vom Reichsbahn-Zentral­

amt für Rechnungswesen, Berlin, zum Preise von 6 RM für eine Zeich­

nung und von 4,20 RM für eine Berechnung abgegeben.

Ü b e r b a u t e n m it u n b e s c h r ä n k t e r B a u h ö h e .

In Tafel 1 sind die wichtigsten Zahlenangaben für die Entwürfe mit obenliegender Fahrbahn zusammengestellt. Bild 1 zeigt zwei Querschnitte eines Überbaues für 20 m Stützweite. Mit Rücksicht auf die erforderliche

Zahlentafel 1.

Zahlenangaben für die Entwürfe mit unbeschränkter Bauhöhe2).

Hauptträgerabstand: 2,0 m. Schwellen: 24/28.

1 Feld- tellung

Bau­

höhe Steg­

bleche Gurtwinkel Gurtplatten

Stahl- ßcwicht

mit Lagern1)

■E ü «J

£

<c 2

m m ni t m7

10 5 2,000 1,612 1100 -12 120 120 11 2 X 280 11 10,194 132 u 5 2,200 1,720 1200- 12 120 120 11 2 X 290 13 11,561 148 12 6 2,000 1,790 1250- 12 120 120 11 3 X 270 12 13,707 165 13 6 2,167 1,940 1400- 12 120- 120 11 3 X 270 12 14,914 176 14 7 2,000 2,090 1550 • 12 120 120 11 3 X 270 12 17,120 210 15 7 2,143 2,202 1650 • 12 120 120 11 3 X 280 12 19,109 226 16 8 2,000 2,302 1750 • 12 120 120 11 3 X 300 12 21,251 255 17 8 2,125 2,409 1850 -14 120 120 11 3 X 290 13 24,093 273 18 9 2,000 2,502 1950 ■14 130 130 12 3 X 310 12 27,784 309 19 9 2,111 2,602 2050- 16 130- 130 12 3 X 310 12 30,713 331 20 9 2,222 2,709 2150 • 16 130- 130- 12 3 X 310 13 33,064 354 21 10 2,100 2,816 2250- 16 130- 130 - 12 3 X 310 14 36,756 388 22 10 2,200 2,873 2300- 16 130 130 • 12 3 X 320 15 40,006 411 23 10 2,300 2,975 2400- 16 140 140- 13 3 X 330 15 43,339 440 24 10 2,400 3,082 2500- 16 140- 140 -13 3 X 330 16 46,542 467 25 10 2,500 3,089 2500- 16 140 • 140 -13 3 X 340 18 50,028 485

1) In zweigleisiger Strecke, also mit einseitigem Fußweg.

2) max/W annähernd wie in Tafel 2, da Verkehrslast ausschlaggebend.

Bild 1. Musterentwurf für unbeschränkte Bauhöhe, / = 20,0m . Querschnitte am Auflager und ln Überbaumitte.

mindestens 1,3fache Standsicherheit mußten die Stegbleche bei allen Stütz­

weiten an den Enden eingezogen werden. Die Stahlkonstruktion der Fuß­

wege Ist für alle Stützweiten die gleiche. Sie sind durch Längsbohlen abgedeckt, für die eine Stärke von 5 cm genügt. Die Oberkante des

Belages liegt noch einige Millimeter u n te r Schwellenunterkante, um ein leichtes Auswechseln der Schwellen zu ermöglichen. Aus dem gleichen Grunde sind die Schwellen — außer an den Laschen eines etwaigen Gurt­

plattenstoßes — nicht eingekämmt. Die Gefahr einer Verschiebung quer zur Brückenachse ist mit Rücksicht auf die Reibung zwischen Schwelle und Träger und auch auf den Widerstand des Bolzens zu verneinen. In den Schwellenwinkeln sind Langlöcher mit senkrechter Achse vorgesehen, um dem Bolzen, wenn die Schwellen unter der Last zusammengedrückt werden, ein Mitgehen zu ermöglichen. An die Stelle des Langloches kann auch ein senkrechter Schlitz im hochstehenden Schenkel des Schwellen­

winkels treten, da ein Abheben der Schwellen ebenfalls kaum zu be­

fürchten ist. Bei Berechnung der Bauhöhe ist das Maß zwischen O. K.

Schiene und O. K. Schwelle zu beachten, welches für den neuen Reichs­

bahnoberbau K 174 mm beträgt. Übrigens hat dieser Oberbau ohne Schwellen ein Gewicht von 150 kg/m. In der ersten Auflage der BE ist für die Lastenzüge N und E noch ein Oberbaugewicht von nur 130 kg/m angegeben.

Bel Konstruktionsteilen mit zweireihiger Vernietung soll der erste Niet im äußeren Riß sitzen. Ist das nicht möglich oder nicht zweckmäßig, so sind die Enden (z. B. der Gurtwinkel, der Gurtplatten, auch der größeren Verbandswinkel) abzuschrägen. Daß sämtliche Äussteifungswinkel — die in halber Feldteilung vorgesehen sind — unterfuttert und nicht gekröpft sind, bedarf heute kaum noch besonderer Erwähnung. Die Futter stehen vor dem zu futternden Teil rd. 5 mm vor. Entsprechendes gilt für die Futter der bei den Verbänden und Konsolen vorkommenden Doppelwinkel. Bei der Bemessung der Verbandstäbe wurden nach Möglichkeit bereits an anderer Stelle verwendete Profile gewählt, um die Anzahl der für ein Bauvorhaben zu beschaffenden verschiedenen Profile möglichst einzuschränken.

Zwischen und neben den Schienen ist eine Abdeckung aus Waffel­

blech vorgesehen; um auch andere Abdeckungsarten ohne Änderung der Bemessung verwenden zu können, wurde in der Berechnung das Gewicht des Belages mit 120 kg/m2 eingesetzt, soweit der leichtere Belag nicht ungünstiger ist. Das 6 mm dicke Waffelblech ist in Bild 1 dachförmig dargestellt, so daß das Niederschlagswasser nach beiden Seiten ablaufen kann. Dabei trifft es allerdings gerade auf die durch die Befestigungs­

schrauben des Oberbaues ohnehin schon gefährdeten Punkte der Schwellen.

Deshalb ist bei den Entwürfen mit beschränkter Bauhöhe das Waffelblech rinnenförmig ausgebildet. Zur Entwässerung sind Abflußlöcher im Grunde der Rinne zwischen den Schwellen vorgesehen (s. Bild 2 u. 3).

Der Berechnung des Hauptträgers wurde der ungünstigere Fall des e in s e it ig e n Fußweges (In zweigleisiger Strecke) zugrunde gelegt. Das gleiche gilt für die Untersuchung der Standsicherheit. Bei der Ermittlung der Trägheits- und Widerstandsmomente wurden Kopf- u n d Halsniete abgezogen, um hinsichtlich der Nietanordnung freiere Hand zu haben.

Die Gurtplatten des Obergurtes gehen wegen der auflagernden Schwellen bis zum Hauptträgerende durch, die des Untergurtes sind abgestuft. Ihre Länge wurde zeichnerisch ermittelt. Als Kurve der größten Momente wurden die bekannten Parabeläste mit einer waagerechten Zwischen­

geraden angenommen. Die Momentenkurve infolge ständiger Last wurde also nicht gesondert ermittelt. Ebensowenig wurden bei den Brücken mit versenkter Fahrbahn die Knickpunkte an den Anschlußstellen der Querträger berücksichtigt; die Momentenkurve Ist vielmehr auch hier stetig verlaufend angenommen. Bei obenliegender Fahrbahn sind die Querschnitte der Hauptträger nach Vorstehendem in der Nähe der Auflager unsymmetrisch. Entgegen dem üblichen Verfahren wurde diese Un­

symmetrie bei der Berechnung der Trägheits- und Widerstandsmomente sowie der Nietteilung In Rücksicht gezogen. Die Schwerpunktverschiebung wurde dabei für den unverschwächten Querschnitt ermittelt.

Die Stegblechdicke, d. h. die Gefahr des Ausbeulens, wurde sowohl am Auflager als auch in Trägermitte unter Zugrundelegung der Ent­

wicklungen von T im o s c h e n k o nachgeprüft. Dabei ergab sich in Träger­

mitte für / = 1 0 m eine Sicherheit von rd. 7, für / = 25 m von weniger als 2, ein Ergebnis, das in vollständigem Widerspruch zu dem konstruk­

tiven Gefühl steht. Das hängt damit zusammen, daß die Formeln für die Trägermitte nur unter ganz bestimmten, stark einschränkenden Bedingungen einigermaßen zutreffend sind. Da unter normalen Verhältnissen ein Aus­

beulen wohl stets zuerst in der Nähe der Auflager zu erwarten ist, wird man sich in Zukunft voraussichtlich wieder auf die Nachprüfung an dieser Stelle beschränken.

Die Hauptträgerstöße sind ihrer Lage und Anzahl nach nicht fest­

gelegt. Ihre Zahl soll möglichst beschränkt werden. Brücken mit nur einem Stehblechstoß und keinerlei Gurtstoß sind bereits mit mehr als 20 m Stützweite ausgeführt worden. In der statischen Berechnung der Musterentwürfe sind bei Stützweiten von 12 bis 14 m e in Stegblechstoß, von 15 bis 17 m ein Gesamtstoß, von 18 bis 20 m e in und darüber z w e i weitere Stegblechstöße angenommen. Sämtliche Stegblechstöße sind dreireihig ausgebildet. Alle Stöße sind einmal für das größte Moment in Brückenmitte, einmal mit kleinerem Moment, aber großer Querkraft durch­

gerechnet, so daß sie im Ausführungsfall an beliebiger Stelle angeordnet wer­

den können. Gurtwinkelstöße sind durch kleinere, dickere Winkel gedeckt.

Die überstehenden Kanten der senkrechten Schenkel dieser Winkel sollen beim Untergurt entfernt werden, um Wasseransammlungen zu vermelden.

Jahrgnng 7 Heit 17

17. August 1934 Die Musterentwürfe der Deutschen Reichsbahn für voliwandige, genietete Überbauten usw. 135

übrigens die Stegblechhöhen überall verhältnismäßig klein angenommen, so daß bis zu möglichst großen Stützweiten die Hauptträger noch unter den äußersten Vorsprüngen '60-15^-^VST deS Lichtraumprofils Platz finden (Bild 2).

° o s Die Löcher ln den Schwellenwinkeln sind um w 1 ( | o 20 mm gegen die Mitte der Längsträger nach innen f j i f f l ’ § 2 versetzt, da die Bolzen sonst mit den Schrauben der Unterlagsplatten Zusammentreffen könnten.

Die Längsträger sind durchweg Walzträger in 1,75 m Abstand. Sie sind auch bei theoretischen Längen von weniger als 2,5 m zur besseren Auf­

nahme der Schlingerkräfte in der Alitte durch schnitte für / = 1 2 m und ¿ = ,2 4 m. Das nicht ausgenutzte Schwellen'

IM JL30-90-9

-90-16 LängsansiM

Lager Nr. ä Bild 2. Musterentwurf für beschränkte Bauhöhe,

/= = 2 0 ,0 m . Querschnitte am Auflager und in Überbaumitte.

Schitellenlräger (Draujmi)

■3-360-1! ■, 1 Stoßt- ¡60-18 r 160-160-15

gedrehte Bolzen '-lSO-12010 132

Schnettentröger fSMHJ

\, Waffelblech 6

70-10-9

Bild 3. Musterentwürfe für beschränkte Bauhöhe.

Querschnitte in Überbaumitte für / = 24,0 m (links) und / = 12,0 m (rechts).

Bild 4. Musterentwurf für beschränkte Bauhöhe, l = 12,0 m. Einzelheiten des Fahrbahngerippes.

Z ahlentafel 2.

Zahlenangaben für die Entwürfe mit beschränkter Bauhöhe. Längsträgerabstand: 1,75 m.

/ Feld­

teilung

Haupt­

träger­

abstand

Bauhöhe Schwellen Längs­

träger

Quer­

träger

max M Stcgbleche Gurtwinkel Gurtplatten Stahlgewicht mit Lagern1)

Anstrich­

fläche1)

Abstand der Gleis­

mitte s)

m m tn tn cm2 tm t ^{m2 mm}

1 0 4 • 2,500 3,02 0,902 22/26 13 2 I 4 2 '/ 2 158 900-10 1 2 0-1 2 0 - 1 1 3 X 270- 12 12,781 161 3710

11 4 • 2,750 3,12 0,916 22/26 1 3 2 1 4 5 193 950-10 130-130-12 3 X 3 0 0 - 1 2 14,650 179 3820

1 2 5 • 2,400 3,28 0,912 22/26 1 3 2 1 4 5 230 1 0 2 0 - 1 2 130-130-12 3 X 3 0 0 - 14 17,677 206 3980 13 5 • 2,600 3,40 0,948 22/26 1 3 2 1 47'/, 265 1 1 0 0 - 1 2 130-130- 12 3 X 3 1 0 - 1 5 19,823 229 4110 14 5 • 2,800 3,76 0,894 2 2 / 2 2 1 3 4 1 5 0 " 301 1400-12 130-130-12 3 X 300- 12 22,224 268 4460 15 5 • 3,000 3,76 0,926 2 2 / 2 2 1 3 4 1 5 5 337 1500- 12 130-130-12 3 x 3 0 0 - 1 3 25,203 291 4460 16 7 ■ 2,286 3,76 0,908 2 2 / 2 2 1 3 0 147»/, 377 1470-12 130- 130-12 3 X 300-16 27,947 322 4460

17 7 • 2,428 3,79 0,932 2 2 / 2 2 1 3 2 1 5 0 426 1500-12 150-150-14 3 X 330-15 31,402 345 4520

18 7 • 2,572 3,80 0,930 2 2 / 2 2 1 3 2 1 5 0 471 1500-12 150-150-14 3 x 340-16 35,285 364 4540

19 7-2,714 4,40 0,954 2 2 / 2 2 1 3 2 1 5 5 522 1780.13 150-150-14 3 X 340-14 38,670 422 5140

2 0 7 • 2,858 4,42 0,962 2 2 / 2 2 2 2 /2 2

1 3 4 1 5 5 576 1780-13 160-160-15 3 X 3 6 0 - 1 5 42,640 451 5180

2 1 7 • 3,000 4,42 1,019 1 3 4 t. E 636 1830-14 160-160-15 3 X 360- 16 46,111 490 5180

2 2 7-3,143 4,82 1,009 2 2 / 2 2 1 3 6 <Ufcfi G P _{700 2000-14 160-160-15 3} X 360-16 51,207 552 5580

23 7 • 3,286 4,82 1,009 2 2 / 2 2 1 3 6 I I 763 2150- 14 160-160-15 3 X 360-15 54,175 587 5580

24 7 • 3,429 4,82 1,017 2 2 / 2 2 1 3 8 | II 839 2200-15 160-160-15 3 X 360-18 59,266 614 5580

25 7 • 3,572 4,82 1,017 2 2 / 2 2 1 3 8 913 2350-15 160- 160-15 3 X 360-18 62,460 651 5580

1) ln zweigleisiger Strecke, also mit einseitigem Fußweg.

2) ln zweigleisiger Strecke, bei 400 mm lichtem Abstand der inneren Hauptträger.

Die Aussteifungen wurden unter Hinzurechnung eines Stegblech­

streifens von der 30fachen Stegblechdicke als Knickstäbe für die Druck­

kraft Q bei einer Knicklänge von 7 0 % der Stegblechhöhe berechnet.

Außerdem wurde ein Blegemoment aus dem (unbelasteten) Fußwegkonsol eingerechnet. Mit Rücksicht auf die Einspannung der Aussteifung in den Knotenblechen des Querverbandes wurde dieses Moment nur zu 7 5 % des für den Träger auf zwei Stützen ermittelten angesetzt.

Die Durchbiegung wurde nach der in den B E angegebenen Näherungs­

formel bestimmt. Die Ausführung der Überhöhung bei Stützweiten von 20 m und mehr richtet sich nach Zahl und Lage der Stöße und konnte daher nicht einheitlich festgelegt werden.

Am Schluß der Festigkeitsberechnung findet sich die in den B E ge­

forderte, aber häufig übergangene Gewichtsnachprüfung.

Ü b e r b a u t e n m it b e s c h r ä n k te r B a u h ö h e .

Tafel 2 enthält die wichtigsten Zahlenangabcn für die Überbauten mit beschränkter Bauhöhe. Diese von der Stützweite nur wenig ab­

hängige Bauhöhe schwankt von 0,9 bis 1,02 m. In Bild 2 ist der Muster­

entwurf für 20 m Stützweite wiedergegeben; Bild 3 zeigt die Quer-

profil 22/26 bei den kleineren Überbauten von 10 bis 13 m Stützweite erklärt sich aus dem Wunsch, im Hinblick auf die zweigleisigen Strecken mit einem möglichst geringen Hauptträgerabstand auszukommen. Die Hauptträger stoßen nämlich hier gegen die schräge untere Kante der Umgrenzung des lichten Raumes (Bild 3), so daß man leicht einsieht, daß jedes Mehr an Bauhöhe eine Verminderung des Hauptträgerabstandes ermöglicht. Eine höhere Lage der Längsträger in Bild 3 ist wegen der Schlitze in den Querträgern nicht tunlich. M it der W ahl eines höheren, also nicht ausgenutzten Querträgerprofils wären etwa die gleichen, im ganzen unerheblichen Mehrkosten verknüpft gewesen wie mit der Wahl des höheren Schwellenprofils. Die tiefe Lage der Längsträger bedingt bei Stützweiten bis zu 17 m, daß die Wlndverbandswlnkel mit dem senkrechten Schenkel nach unten liegen und mit diesem um einige Zentimeter unter die Unterkante der Hauptträger reichen. Die Bau­

höhe richtet sich also bei diesen Brücken nach der Unterkante der Verbandswinkel. Ein Bremsverband ist nur bei Stützweiten von 20 bis 25 m vorgesehen. Unter besonderen Umständen (z. B. bei starkem Gefälle) kann er auch bei kleineren Stützweiten eingebaut werden.

Ebenfalls im Interesse eines geringen Hauptträgerabstandes wurden

136

..

Die Musterentwürfe der Deutschen Reichsbahn für volhvandige, genietete überbauten usw. Beilage im Zeitschrift »Die Bautechnik-

Festes Lager Nr.M Bewegliches Lager Nr. M

zmz

/ l — Ü i 1

- i—i

1 J i ---

i ii

— ^

Biid 5. Musterentwürfe der Lager für / =

m

J n , {/

w

-

1.i

Festes Lager Nr.M

m it Lagerbock

Bewegliches Lager Nnffl

..^

______ 1

■

-21,0 m (Ah = 136 t, Ah + z — 143 t, Links: Vorschlag A, rechts: Vorschlag B.

ffii +s = 13,08 t).

4.

1®

- X -

..

~k

« i

ein C 18 verbunden, das seinerseits gegen den Kreuzungspunkt der Windverbandsschrägen festgelegt ist (Bild 4). Die Längsträger sind als Träger auf mehreren Stützen gemäß den Vorschriften der B E berechnet.

Ihre Obergurte sind durch Laschen verbunden, die durch Schlitze in den Querträgerstegen hindurchgehen. Die Stege der Querträger sollen an solchen Stellen durch aufgelegte Laschen verstärkt werden; dies ist bei genieteten Querträgern geschehen. Bei kleineren Überbauten hätte die Verstärkung Schwierigkeiten verursacht (Bild 2 u. 3); sie wurde daher, auch mit Rücksicht auf die verhältnismäßig starken Stege der Walzträger, hier nicht ausgeführt. Die 'durchschießenden Platten über den Längsträgern sind rechnerisch mit 10 bzw. 8 Nieten angeschlossen (Bild 4). Unmittelbar neben den Querträgern sind außerdem jeweils zwei Paare nichttragender Bolzen vorgesehen, welche Fugenbildung und Rost­

ansatz verhüten sollen. Da diese Bolzen nicht mittragen, können sie in zylindrischer Form vorgesehen werden, zumal das Aufreiben der Bohrungen an diesen Stellen kaum möglich sein wird.

Die Knicksicherheit des Obergurtes bei oben offenen Brücken wird nach den B E dadurch gewährleistet, daß die Halbrahmen für zwei an den Köpfen angreifende waagerechte Kräfte von je Vioo der Obergurt­

stabkraft berechnet werden. Aus dem Wortlaut dieser Vorschrift geht nicht eindeutig hervor, ob sie auch auf voliwandige Überbauten ange­

wendet werden soll. Die Eckbleche, die hier an die Stelle der Fachwerk­

pfosten treten, sind im allgemeinen offensichtlich bei weitem ausreichend für die von den erwähnten Kräften erzeugten Momente. In den Quer­

trägern kann jedoch die zusätzliche Beanspruchung — die als Haupt­

spannung gilt — 10 bis 2 0 % der Spannung aus Eigengewicht + Verkehrs­

last betragen und damit auf die Bemessung wesentlichen Einfluß haben.

Bei den Musterentwürfen ist die vorstehende Rechnung n ic h t durch­

geführt worden, weil man auf dem Standpunkt stand, daß der Obergurt eines Blechträgers kaum mit dem einer Fachwerkbrücke zu vergleichen sei. Bei ausgefilhrten Brücken wurde die Durchführung der Näherungs­

rechnung häufig gefordert; zu wünschen wäre, daß diese Frage einmal eindeutig beantwortet w ird4). Dagegen wurden die Obergurte der Muster­

entwürfe für eine Stabkraft G = als Knickstäbe mit einer Knick­

länge gleich der Feldweite nachgerechnet. Als Obergurtquerschnitt gelten die Gurtplatten, Gurtwinkel und der zwischen diesen befindliche Steg­

blechteil. Die so gefundene K nickspannung ist übrigens weit geringer als die Randspannung des Trägers. Ein Mehraufwand an Baustoff wird also durch dieses Verfahren nicht bedingt.

Im übrigen gelten für die konstruktive Durchbildung dieser Brücken in sinngemäßer Übertragung die gleichen Erläuterungen, die im vorher­

gehenden für die Brücken mit obenliegender Fahrbahn gegeben wurden.

Die Dicke der Stegbleche ist hier im Durchschnitt etwas geringer, weil die zusätzliche, rechnerisch nicht erfaßbare Beanspruchung durch die un­

mittelbar aufliegenden Schwellen fortfällt. Die Hauptträgerstöße wird man bei untenliegender Fahrbahn gern in ein Feld verlegen, da bei Lage der Stöße an einem Querträger dieser Abweichungen von den übrigen Querträgern aufweist. Da Stöße häufig In Trägermitte angeordnet werden, um zwei gleiche Hauptträgerhälften zu erhalten, ist also eine ungerade Felderzahl wünschenswert. Hieraus erklärt es sich, daß nach Tafel 2 — abgesehen von den kleinsten Brücken — alle Stützweiten in fünf bzw.

sieben Teile geteilt sind.

Bei genauerem Vergleich der Bilder 1 u. 2 wird auffallen, daß die beiden Entwürfe keineswegs in allen Einzelheiten in völlige Überein­

stimmung gebracht worden sind. Das gilt beispielsweise für die Aus­

bildung des Geländers oder des Bettungsabschlusses, ferner für die schon besprochenen Abweichungen in der Formgebung der Waffelbleche. Solche Unterschiede sind absichtlich belassen worden, um schon hierdurch darauf

hinzuweisen, daß die Entwürfe keine starre Norm darstellen sollen. Die Bilder 2, 3 u. 4 zeigen sämtliche Längsträger, offensichtlich zur Erleichterung des Einbaues, entweder durch Keilfutter oder durch besondere Knaggen nach unten abgestützt. W ill man auf diese geringfügige Erleichterung beim Einbau verzichten, so können diese Abstützungen ebenfalls weg­

bleiben.

D ie L ag e r.

Die Lager wurden in vier Gruppen zusammengefaßt, für Stützweiten von 10 bis 13 m, von 14 bis 17 m, von 18 bis 21 m und von 22 bis 25 m.

Alle beweglichen Lager sind Einrollenlager. Die festen Lager sind Linienkipplager, entweder in niedriger Bauart oder mit einem Lagerbock, derart, daß ihre Gesamthöhe gleich der der beweglichen Lager Ist.

Für sämtliche Lager wurden zwei Vorschläge durchgearbeitet. Die Grundplatten der beweglichen Lager nach Vorschlag A haben überall die gleiche Dicke, beim Vorschlag B sind sie abgeschrägt und daher leichter.

Bei den festen Lagern des Vorschlags B sitzen alle Knaggen an der oberen Kopfplatte, beim Vorschlag A nur diejenigen zur Aufnahme der Kräfte quer zur Brückenachse. Letztere sind beim Vorschlag B in zwei­

facher Zahl vorhanden. Die Festlegung der Grundplatten gegen die Unterlage geschieht nicht durch angegossene Rippen oder Zapfen, sondern durch vier Flußstahldollen von 40 mm Durchmesser. Die Auswahl zwischen den beiden Vorschlägen ist freigestellt. Mit Rücksicht darauf, daß die Normung der Lager auch vom Normenausschuß betrieben wird, soll hier von einer ins Einzelne gehenden Beschreibung der Lager abgesehen werden. Bild 5 zeigt als Beispiel die Lager Nr. III, also für Stützweiten von 18 bis 21 m.

Ais Unterbau für die Lager sind nicht die früher allgemein üblichen Granitquader, sondern durchgehende Eisenbetonbänke vorgesehen, die unmittelbar unter den Lagern durch eine Querbewehrung nach der Schraubenlinie (Spiralbewehrung) verstärkt sind. Auch eine Bewehrung mit Schienen ist zweckmäßig und vor allem billig, da hierfür keine Spezial­

firma herangezogen werden muß.

G e s c h w e iß te Ü b e r b a u te n .

In die Zeit der Ausarbeitung der vorstehend beschriebenen Muster­

entwürfe fiel das stürmische Eindringen der Schweißtechnik in die Stahl­

bauweise. Gerade Bauwerke der hier in Rede stehenden Art haben sich als recht geeignet für die Umstellung auf das Schweißen erwiesen, so daß heute, nach der guten Bewährung der im Jahre 1928 hergestellten ersten Versuchsbrücke der Reichsbahn, bereits einige Dutzend derartiger Bau­

werke in normalen Betriebsgleisen eingebaut sind. Damit soll nicht gesagt sein, daß das Nietverfahren in absehbarer Zeit völlig verdrängt werden wird. Die Bedeutung der Schweißtechnik ist aber heute doch schon so groß, daß bereits die Aufstellung von Musterentwürfen für ge­

schweißte Brücken, ähnlich den vorstehend beschriebenen, in Arbeit ge­

nommen worden ist5). Wenn mit der Fertigstellung dieser Arbeiten in Kürze noch nicht zu rechnen ist, so dürfte das im gewissen Sinne sogar zu begrüßen sein, da erstens die Herstellung geschweißter Eisenbahn­

brücken heute doch noch auf einen ziemlich engen Kreis hierfür bestens eingerichteter Firmen beschränkt ist und da weiter gerade während der Einführung und Ausbreitung des Verfahrens ständig neue konstruktive und schweißtechnische Erkenntnisse zutage treten, so daß wirklich muster­

gültige Entwürfe erst nach einer längeren Zelt der Gärung und Klärung

zu erwarten sind. Sr.=SHg. G o t t f e l dt.

4) Nach der Neuauflage der BE vom 1. Februar 1934 ist diese Berechnung auch bei Blechträgerbrücken durchzuführen.

5) Als Muster für die übrigen Stützweite wurde kürzlich der Entwurf für / = 10 m fertiggestellt.

I N H A L T : Windbelastungsversuche am Modell eines Werkstattgebäudes. — Die Muster­

entwürfe der Deutschen Reichsbahn für voliwandige, genietete Überbauten von 10 bis 25 m Stützweite.

Für die Schriftleltung verantwortlich: Geh. Regierungsrat Prof. A. H e r t w l g , Berlln-Charlottenburg.

Verlag von Wilhelm Ernst * Sohn, Berlin W 8.

Druck der Buchdruckerei Gebrüder Ernst, Berlin SW 68.